260噸轉爐底吹性能優化的實驗研究

陳科曉,龐洪軒,劉廣強,鄭 冰,5,徐 東

(1.河北普陽鋼鐵集團,河北省高塑韌性耐磨鋼板技術創新中心,河北 邯鄲 056305;2.河北普陽鋼鐵集團,河北省高韌性風塔鋼工程研究中心,河北 邯鄲 056305;3.河北工程大學,河北省高品質冷鐓鋼技術創新中心,河北 邯鄲 056038;4.介子科技(河北)有限公司,技術中心,河北 邯鄲 056038;5.河北工程大學,河北省高校高端緊固件全流程應用技術研發中心,河北 邯鄲 056038)

轉爐熔池內高溫熔體之間傳熱、傳質和化學反應好壞與轉爐內熔池流動息息相關。是決定煉鋼生產的重要因素[1-2]。冶煉過程是一個高溫且復雜環境,涉及到熱量、動量傳遞,以及復雜物理化學反應,加之生產設備繁瑣巨大[3-4]。所以通常采用物理實驗探究煉鋼生產規律和吹煉方法對熔池動力學條件影響[5]。復吹轉爐吹煉中熔池攪拌能能量大多來自底吹。氣泡由底吹孔吹出后上浮過程中帶動周圍液體形成環流從而攪拌熔池。底吹位置不同,則流股間的相互作用不同,熔池死區面積不同,因此底吹對熔池攪拌有很大影響,良好的熔池攪拌有利于促進動力學,加快反應進行[6-7]。

轉爐大型化是近年國內外煉鋼的趨勢,研究大型轉爐底吹性能,優化底吹對于縮短煉鋼時間,提高煉鋼效率具有指導意義。汪成義等[8]優化了300噸復吹轉爐底吹,結果表明當底槍分布在0.63D(D為爐底直徑)的同心圓上時,對熔池攪拌效果最佳。Wu Wen-jie等[9]通過數值模擬計算了210噸轉爐熔池內部流場,發現底部噴嘴位于0.55D時鋼液動力學條件最佳。Singh等[10]研究了不同底槍排布對熔池混勻時間的影響,認為0.5D是底吹供氣原件的最佳位置。張燕超[11]等采用物理模擬與數值模擬相結合的方法分析了300噸轉爐底吹方案,發現底槍分布位置由0.3D到0.5D,轉爐近壁面處鋼液的流動效果得到明顯改善。

本文在前人工作的基礎上,提出底吹孔的布置方式,通過物理模擬考察底吹孔距離、角度等對混勻時間的影響,為煉鋼工藝優化提供參考依據。

1 物理實驗

1.1 實驗裝置與儀器

實驗流程圖如圖1所示,主要設備包括:空氣壓縮機、穩壓儲氣罐、壓縮空氣精密過濾器、壓力表、流量計和分流閥、一個相似比為1:7的轉爐模型、電導率儀和數據采集計算機等。實驗操作包括打開空氣壓縮機將氣體輸送到儲氣罐,氣體從儲罐中出來后,進入分流閥以分離氣體。流量由流量計調節,然后從底部吹送部件吹送到熔池中,由熔池中的電導率儀測量的電信號被傳輸到計算機進行輸出。

圖1 實驗裝置流程圖

1.2 實驗參數確定

針對國內某鋼廠260噸頂底復吹轉爐,確定模型與原型的幾何相似比為1:7,即將原型按照7:1比例縮小。表1為轉爐原型與模型的主要參數。

表1 轉爐原型與模型的主要參數

根據相似性準則,在保證原型和模型的弗魯德準則數(Fr)相等的情況下,認為原型和模型滿足動態相似性。根據現場底吹流量計算出四種底吹流量,并用空氣代替熔煉過程中實際吹出的氬氣。模型和原型之間的流速轉換如表2所示。

表2 模型及原型的底吹流量

1.3 混勻時間測定

混勻時間是衡量轉爐熔池攪拌的一個重要參數,混勻時間越短,攪拌效果越好。在物理模擬中,通常使用示蹤劑(飽和氯化鉀)和儀器化學來分析熔池的電導率變化并計算混合時間。電導率探頭固定在轉爐的一側。引入氣體后,等待流場穩定,迅速將事先調節好的飽和氯化鉀溶液倒入轉爐浴中,并開始記錄混合時間。

實驗電導率可以根據測量數據實時繪制。加入飽和KCl后,電導率曲線迅速增加,然后逐漸變平。校準開始穩定的時間是混合時間。圖2顯示了電導率曲線波動的示意圖。為了減少誤差,在每種操作條件下進行三次測量,并取平均值作為混合時間。

圖2 物理實驗電導率波動曲線

1.4 底吹方案布置

在設計底吹布置時,考慮頂部噴槍氣流的沖擊區域,避免底吹氣泡和頂部噴槍氣流之間的碰撞,從而造成能量損失。本文設計6種底吹布置方案,具體如圖3所示的。底吹元件非對稱集中布置在0.4D和0.5D、0.6D和0.7D(D為轉爐圓周直徑)上,由于同一圓周直徑上的兩個相鄰底吹元件距離很近。方案中內側底吹孔布置在0.4D上不變,外側底吹孔分別布置在0.5D、0.6D、0.7D上。結合現場實際,取A組實驗兩底吹孔夾角為15°,B組實驗夾角為30°。通過變換底吹流量考察外側底吹孔距離、底吹孔之間角度以及底吹流量的改變對混勻時間的影響規律。具體布置如圖3所示。

圖3 六種底吹布置方案

2 結果分析與討論

根據設計的6種不同的底吹元件不對稱集中布置方案,在純底吹送風模式下,在不同底吹流量、不同底吹孔角度和距離、共24種工況下進行物理模擬實驗。通過測量混勻時間,分析底吹流速、底吹孔間距和角度的變化對熔池攪拌的影響,選擇最佳的底吹布置。

2.1 底吹氣體流量對混勻時間的影響

圖4示出了6種布置方式下混勻時間隨流量變化關系,可以發現,底吹氣流量在240 Nm3/h～960 Nm3/h內,隨著轉爐底吹氣體流量的增加,6種布置方式下的混勻時間整體出現降低趨勢。這與前人研究結果一致。在總流量為960 Nm3/h時熔池混勻時間達到最小,與總流量240 Nm3/h時相比,底吹布置方式A1、A2、A3、B1、B2、B3下的混勻時間分別減少了24 s、18 s、32 s、23 s、31 s、30 s。分析原因在于氣體通過底吹噴嘴形成氣泡吹入轉爐熔池中,氣泡在上升過程中形成底吹流股,底吹流股帶動周圍的液體運動形成環流攪拌熔池,底吹氣體所攜帶的動能用于生成氣泡流股并帶動鋼液攪拌,隨著底吹流量的不斷增加,氣體進入底吹元件后攜帶的能量增多,鋼液環流速度變大,增強了對熔池攪拌能力,因此轉爐熔池的混勻時間整體降低。

圖4 不同流量下各排布方式的混勻時間

2.2 底吹孔角度對混勻時間的影響

底吹氣泡從底吹噴嘴噴出后,每條底吹流將形成一個攪拌區,底吹流在攪拌區內驅動附近的鋼液流動,攪拌轉爐熔池。實驗發現,底吹孔中兩個底吹元件形成的底吹氣泡在上升過程中能很好地融合。兩個連續的氣泡可以看作是熔池中較大的底部吹風流。與單個底吹元件相比,底吹孔形成的底吹流具有更大的工作面積,可以驅動更多的鋼流,增加循環,促進熔池的攪拌。同時,底部吹孔的不同位置對熔池的混勻時間也有顯著影響。

圖5示出了外側底吹孔位置相同時,不同角度對熔池混勻時間的影響?？梢园l現,在不同流量或外側底吹孔距離下,A組布置方案的混勻時間都比B組布置方案要短。分析原因在于15°布置方案下,底吹孔之間距離近,形成的攪拌區域可以很好的融合,提高了能量利用率,促進熔池大環流生成。而在30°時,底吹孔之間的距離變大,在底吹流股上升過程中,底吹孔之間會形成新的攪拌區,由于角度大,攪拌區之間會發生碰撞不能很好的融合,導致一部分能量損失,從而降低了熔池的能量利用率造成混勻時間的增加。而且從圖中還可以看出在外側底吹孔位于0.5D時,角度的變化對混勻時間的影響不大,外側底吹孔位于0.6D時,角度的變化對混勻時間的影響最為明顯。

(a)外側底吹孔0.5D (b)外側底吹孔0.6D (c)外側底吹孔0.7D圖5 底吹孔角度變化的混勻時間示意圖

2.3 底吹孔距離對混勻時間的影響

圖6示出了不同流量下,B組布置方式的混勻時間變化。圖中橫坐標為外側底吹孔位置,縱坐標為熔池混勻時間。從B組布置方案中可以發現,4種流量下,B組布置方式的混勻時間隨外側底吹孔距離的增加均呈現逐漸增加的趨勢。并且在240 Nm3/h流量下變化尤為明顯,該流量下B1、B2、B3的混勻時間分別為71 s、82 s、84 s,即B1布置方式熔池的混勻效果最好,B3布置方式熔池的混勻效果最差。這是因為隨著外側底吹孔距離的增加,底吹孔之間各攪拌區的融合效果變差,不利于熔池的整體循環。

圖6 不同流量下B組布置方式混勻時間示意圖

圖7顯示了A組排列在不同流速下的混合時間變化?？梢杂^察到,在四種流速下,A組排列的混合時間并沒有隨著外底吹孔距離的增加而呈現出逐漸增加的趨勢,而是呈現出先減少后增加的趨勢。底吹流量為240 Nm3/h時,A1、A2、A3的混勻時間分別為69 s、58 s、75 s。A2布置方式比A1和A3布置方式分別縮短了11 s和17 s。

圖7 不同流量下A組布置方式混勻時間示意圖

在A1布局下,當4個底槍的底吹氣流作用在熔池表面時,由于底吹孔之間非常接近,在到達熔池表面后出現兩個沿耳軸對稱的大氣流。盡管兩股大氣流在熔池表面的作用面積很大,但底部吹孔形成的攪拌區域局部劇烈碰撞,導致底部吹流攪拌熔池的能量顯著損失,這導致混合時間增加。

對于A2的布置,底部吹孔之間的距離適中,并且每個攪拌區集中在爐底的不同位置,這加強了熔池中的攪拌,更有利于熔池的混合。因此,混合時間最短。對于A3的布置,在實驗中觀察到,在從底部吹送元件吹出之后,外部底部吹送孔中的底部吹送氣泡幾乎靠著爐壁上升。由于離爐壁太近,氣泡到達熔池表面后產生的橫向流動不斷與爐壁碰撞,導致用于攪拌轉爐壁上熔池的能量顯著損失,導致熔池混合時間更長。

綜上,底部吹孔之間夾角為15°的A組混勻時間通常優于底部吹孔間夾角為30°的B組。在A組的三種布置中,外底噴孔位于0.6D的A2布置混合時間最短,更有利于整個熔池的混合。

3 結論

(1)純底吹模式下,隨著底吹流量增加,6種布置方式的混勻時間整體出現降低趨勢。

(2)隨著外側底吹孔距離的增加,底吹孔間15°布置在0.4-0.7D的混勻時間先降低后升高,而底吹孔間30°布置在(0.4～0.7)D的混勻時間則表現為持續升高。

(3)A組熔池的混合效果整體好于B組,同時A組外側底吹孔布置在0.6D時熔池混勻時間最短,對熔池攪拌效果最好。